이상규
(Sang-Kyu Lee)
1
김규용
(Gyu-Yong Kim)
2*
김홍섭
(Hong-Seop Kim)
3
손민재
(Min-Jae Son)
4
남정수
(Jeong-Soo Nam)
5
© The Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection. All rights reserved.
Key words
Projectile nose shape, Impact, Fracture behavior
1. 서 론
비상체의 충돌을 받는 콘크리트는 비상체에 의해 표면관입 이 발생하고, 이때 생성된 압축 응력파가 방사형의 형태로 콘 크리트 내부를 통과하여 배면으로
전달된다. 압축응력파는 배면의 자유단에 도달한 후, 인장응력파로 반사되고 압축응 력파와 상쇄되는 작용을 반복한다. 이 시점에서 발생하는 인 장응력
및 변형이 콘크리트의 동적인장강도를 초과하면, 균 열 및 파괴가 발생하게 된다. 이러한 콘크리트의 국부파괴 형 태는 다수의 연구보고에서 크게 표면관입,
배면박리, 관통파 괴 등으로 구분하고 있다(Zhang et al., 2005).
일반적으로 군사시설물의 방호설계에 있어서는 미사일의 관통파괴를 억제하는 것을 최우선으로 판단하고 있으며, 사 회기반 시설물의 경우에도 배면박리에 의한
내부 인명 및 재 산의 피해에 대한 안전성능을 확보하는 것을 고려하고 있다.
따라서 구조물의 방호설계 시에는 비상체의 관통과 충격파 에 의한 배면박리가 발생하지 않는 부재의 두께를 확보하는 것을 기본으로 하고 있다. 이를 위하여
연구자들에 의해 다양 한 충격조건에 따른 표면관입깊이, 배면박리한계두께, 관통 한계두께 등을 예측하기 위한 국부파괴 예측식이 제안되고 있다. Table
1에 기존에 제시되고 있는 콘크리트의 관입깊이 와 배면박리한계두께의 예측식을 나타내었다.
Table 1
Empirical formula
1) Modified NDRC(NDRC, 1946)
|
Penetration depth
|
Scabbing limit thickness
|
|
|
G
=
3.813
×
10
−
5
N
M
D
f
′
c
(
V
0
D
)
1.8
|
s
d
=
7.91
(
x
d
)
−
5.06
(
x
d
)
2
(
x
d
≤
0.
|
|
G
=
(
x
2
d
)
2
(
x
d
≤
2
)
,
|
|
G
=
x
d
−
1
(
x
d
≻
2
)
|
s
d
=
2.12
+
1.36
(
x
d
)
(
0.65
≺
x
d
≤
|
|
Penetration depth
|
Scabbing limit thickness
|
|
|
x
d
=
0.19
N
I
S
,
I
=
M
V
0
2
d
3
f
t
|
s
d
=
5.0
x
d
(
x
d
<
0.7
)
|
|
s
d
=
1.74
x
d
+
2.3
(
x
d
≥
0.7
)
|
3) Haldar and Hamieh(Hadar et al, 1984)
|
Penetration depth
|
Scabbing limit thickness
|
|
|
I
=
M
N
V
2
d
3
f
c
|
s
d
=
3.3437
+
0.0342
I
(
21
≤
I
≤
385
)
|
|
x
d
=
0.0308
+
0.2251
I
(
0.3
≤
I
≤
4.0
)
|
|
x
d
=
1.1875
+
0.0299
I
(
4.0
≤
I
≤
21.0
)
|
|
x
d
=
1.1875
+
0.0299
I
(
21.0
≤
I
≤
455
)
|
|
Penetration depth
|
Scabbing limit thickness
|
|
|
G
=
3.8
×
10
−
5
N
M
D
f
c
(
V
0
D
)
1.8
|
s
d
=
5.3
G
0.33
|
|
x
d
=
0.275
−
[
0.0756
−
G
]
0.5
(
G
≤
0.0726
)
|
G
=
0.55
x
d
−
(
x
d
)
2
(
x
d
≺
0.22
)
|
|
x
d
=
[
4
G
−
0.242
]
0.5
(
0.0726
≤
G
≤
1.0605
)
|
G
=
(
x
2
d
)
2
+
0.0605
(
0.22
≺
x
d
≺
2.0
)
|
|
x
d
=
G
+
0.9395
(
G
≥
1.0605
)
|
G
=
x
d
−
0.9395
(
x
d
≥
2.0
)
|
비상체의 충격에 의한 콘크리트의 국부파괴는 Fig. 1과 같 이 콘크리트의 압축강도, 휨·인장강도, 부재 두께 등과 같은 재료적 특성과 비상체의 직경 및 질량, 선단형상, 충돌속도와 같은 충격조건에 큰
영향을 받는다. 따라서 기존의 국부파괴 예측식에서도 이들을 주요 펙터로 하여 표면관입깊이 및 배 면박리 한계두께를 예측하고 있다(Hughes, 1984).
Fig. 1
Failure property of projectile impact on concrete
이러한 국부파괴 예측식은 다수의 실험을 통해 얻어진 실 험 회귀식으로 적용범위가 제한적이고, 표면관입깊이에 의해 배면박리 한계두께 및 관통한계두께를
산정하는 방법을 사용 하고 있다(Wen et al., 1992). 따라서 최근에는 이러한 국부파 괴 예측식의 정확도를 높이고 적용범위를 넓히기 위한 연구 가 진행되고 있다.
Wen et al.(2015)은 관입깊이 산정에 있어서 준정적 저항력 과 동적 저항력의 변수를 추가하여 선단형상과 넓은 범위의 속도영역에서 적용할
수 있는 관입깊이 식을 제안하였다.
Shiu et al.(2008)은 개별요소법(DEM)을 사용하여 원뿔형 과 평탄형 비상체에 대한 충돌해석을 실시하고, 실제 실험값 과 비교한 결과, 매우 일관성있는 결과를 나타냈다.
개별요소 법(DEM)에 의한 비상체 선단형상에 따른 관입깊이의 예측가 능성을 확인했다.
한편, 국부파괴 예측에 있어서 비상체의 선단형상 계수에 대해서는 Flat, Blunt, Spherical, Sharp nose 등의 몇 개의 일정
형태에 대한 선단형상계수에 대해서 관입깊이 산정 시에만 직접적으로 적용하고 있으며 배면박리 한계두께 산정 시에는 표면관입깊이 예측값을 통해 간접적으로
적용되고 있다.
따라서 본 연구에서는 반구형, 평탄형의 선단형상을 갖는 비상체를 일반 콘크리트 및 강섬유 보강콘크리트 패널에 충 돌시켜 파괴성상, 파괴깊이 및 직경,
배면에 발생하는 변형분 포를 측정하여 반구형과 평탄형 비상체에 의한 충격의 형태 가 콘크리트의 파괴특성 및 배면의 변형거동에 미치는 영향 을 분석하고자
하였다.
2. 실험계획 및 방법
2.1. 실험계획
Table 2에 실험계획을 나타내었다. 비상체의 선단형상은 Fig. 2와 같이 반구형, 평탄형 2종류이다. 비상체의 직경과 질 량은 각각 25 mm, 66.8 g으로 동일하며 충돌속도는 약 170 m/s 로 설정하였다.
콘크리트 패널의 크기는 가로 700 mm, 세로 600 mm이고 두께는 50, 60 mm로 제작하였다.
Table 2
|
Impact condition
|
Specimen condition
|
|
Projectile nose shape
|
Projectile diameter (mm)
|
Projectile weight (g)
|
Velocity (m/s)
|
Size (mm)
|
Thickness (mm)
|
|
Spherical
|
25
|
66.8
|
170
|
700×600 (W×H)
|
50, 60
|
|
Flat
|
Fig. 2
Configuration of projectile nose shape
Table 3은 콘크리트 배합을 나타낸 것이다. 설계 압축강도 50 MPa를 만족시키기 위해 W/B를 40%로 설정하였다. 시험 체는 섬유를 혼입하지 않은 일반
콘크리트(Normal Concrete, NC)와 후크형 강섬유를 체적의 외할로 1.0% 혼입한 후크형 강섬유 보강 콘크리트(Hooked-end Steel
Fiber Reinforced Concrete, HSFRC1.0) 를 제작하였다.
Table 3
Details of concrete mixes
|
ID.
|
Fck (MPa)
|
W/B (%)
|
S/a (%)
|
Vf (%)
|
sUnit wight (kg/m3)
|
|
W
|
C
|
FA
|
S
|
G
|
Fiber
|
|
NC
|
50
|
40
|
55
|
-
|
220
|
440
|
110
|
774
|
655
|
0
78
|
|
HSFRC1.0
|
1.0
|
본 연구에서 사용한 재료의 물리적 성질은 Table 4에 나타 내었다. 시멘트는 보통 1종 포틀랜드 시멘트를 사용하였고 혼 화재는 플라이애쉬를 사용하였다. 잔골재는 밀도 2.2 g/cm3, 흡수율 0.81%의 강사를 사용하였고, 굵은골재는 밀도 2.65 g/cm3, 흡수율 0.76%, 최대치수 20 mm의 부순자갈을 사용하 였다. 콘크리트의 슬럼프를 만족하기 위하여, 폴리카르본산 계 고성능 감수제를 사용하였다.
Table 4
Mechanical properties of the used materials
|
Materials
|
Mechanical properties
|
|
Cement
|
Ordinary portland cement, Density : 3.15 g/cm3 Fineness : 3,200 cm2/g
|
|
Fly-ash
|
Density : 2.20 g/cm3, Fineness : 3,000 cm2/g
|
|
River sand
|
Density : 2.61 g/cm3, Absorptance : 0.81%
|
|
Gravel
|
Crushed gravel, Maximum size : 20 mm Density : 2.65 g/cm3, Absorptance : 0.76%
|
|
Super plasticizer
|
Polycarboxylic acid type
|
|
Hooked steel fiber
|
Length : 30 mm, Diameter : 0.5 mm, Aspect ratio : 60, Density : 7.80 g/cm3, Tensile strength : 1,140 MPa
|
후크형 강섬유는 길이 30 mm, 직경 0.5 mm, 형상비 60, 인 장강도 1,140 MPa이고, 섬유의 양 끝단이 후크형이다.
2.2. 실험방법
Fig. 3에 가스압력식 고속 비상체 충돌 시험장치의 개요와, 외관 전경을 나타내었다. Fig. 3(b)의 가스 챔버에 질소가스를 충전하여, 일시적으로 분사시키는 방식이다. 본 연구에서는 질소가소를 1.5 MPa의 압력으로 약 170 m/s의 속도를
구현하 였다. 비상체는 캐리어에 고정되어 발사되고, Fig. 3(c)의 속도 계측기에서 충돌속도를 측정하였다. Fig. 3(d)는 시험체 거치 대를 나타낸 것으로, 클램프를 사용하여 시험체의 좌우 면을 고정시켰다. Fig. 4에 배면변형특성평가를 위한 센서의 부착 개요를 나타내었다. 본 연구에서는 부착형 변형 게이지 (PL-60)를 사용하였다. 콘크리트 패널 표면의 비상체
충돌점 (S0)에 1개의 센서를 부착하여 충돌의 시작시점을 측정하였 다. 배면에는 시험체의 중앙으로부터 직교하는 방향으로 7개의 센서(S1~S7,
0~285 mm)를 부착하였다. 변형측정 시 sampling rate는 200,000 Hz로 설정하였다.
Fig. 3
High velocity impact test machine
Fig. 5에 파괴깊이와 파괴직경의 측정방법을 나타내었다. 파괴깊이는 최대 파괴깊이를 측정하였으며, 파괴직경은 최대 직경(D1)과 최소직경(D2)의 평균값으로
하였다.
Fig. 5
Measurement of Fracture depth and crater diameter
3. 실험결과 및 고찰
3.1. 비상체 충돌에 의한 파괴특성
Fig. 6은 비상체 선단형상에 따른 표면관입성상을 나타낸 것이다. 반구형 비상체의 충돌을 받은 경우에는 비상체의 선 단형상과 같이 충돌부분 중심부가 움푹 패이는
둥근형태의 파괴성상을 나타내었다. 평탄형 비상체의 충돌을 받은 경우 에는 패인 부분이 얕고 비상체 형태와 유사한 실린더형의 관 입성상을 나타내었다.
Table 5에 비상체 충돌에 의한 콘크리트 패널의 배면박리 성상을 나타내었다. 시험체 두께 50 mm에서는 섬유보강유무에 관계없이 모두 배면박리가 발생하였으나
그 면적은 HSFRC1.0 이 NC에 비해 작았다. 이는 섬유와 매트릭스의 부착력에 의해 배면파편의 발생이 억제된 것으로 사료된다. NC의 경우 평탄
형에 비해 반구형 비상체에 의해 배면박리면적이 더 크게 발 생하는 것을 확인할 수 있었다.
Table 5
Fracture form of rear face
|
ID
|
Thickness 50 mm
|
Thickness 60 mm
|
|
NC
|
HSFRC1.0
|
NC
|
HSFRC1.0
|
|
Spherical
|
|
|
|
|
|
Flat
|
|
|
|
|
시험체 두께 60 mm에서, 일반콘크리트는 반구형 비상체와 평탄형 비상체의 충돌에 의해 모두 배면박리가 발생하였고, 반구형 비상체는 원통형 비상체에
비해 배면박리면적이 크게 되었다. 한편 섬유보강 콘크리트는 섬유보강에 의한 휨·인장 성능의 향상과 시험체 두께의 증가로 인하여 배면박리가 발 생하지
않은 것으로 나타났다.
Fig. 7은 반구형과 평탄형에 의한 표면관입깊이 측정값과 국부파괴 예측식인 수정 NDRC식을 비교하여 나타내었다. 수정 NDRC식은 콘크리트의 국부파괴를 예측하기
위해 선단 형상계수를 고려하고 있으며, 식의 형태는 서론의 Table 1에 나타내었다. 수정 NDRC식은 철근콘크리트에 의한 실험결과 를 바탕으로 개발되었으나 철근배근에 의한 관입깊이의 영향 은 크지 않으며(Chung
et al., 2011) 철근의 영향에 관한 변수 를 따로 두고 있지 않으므로 각각의 선단형상에 따른 비교 군 으로써 이용하였다.
초기 충돌 시 점충격을 가하는 반구형 비상체의 충돌을 받 은 시험체의 관입깊이가 초기 충돌 시 면충격을 가하는 평탄 형에 비해 크게 나타났다. 반구형
비상체는 둥근 선단형상에 의해 초기 충돌면적이 작게 되어 충격력이 집중되면서 관입 깊이가 크게 되는 것으로 판단된다. 평탄형의 경우 평평한 선 단형상에
의해 충돌면적이 반구형에 비해 크게 되어 충격력 이 분산되면서 관입깊이가 작게 되는 것으로 사료된다.
수정 NDRC식에서도 선단형상계수가 클수록 , 즉 선단면 적이 작을수록 관입깊이가 깊어지는 것으로 나타났으며 본 연구에서 측정된 실측값은 수정 NDRC식과
유사한 경향을 나타내었다. 한편, 섬유보강에 의한 표면관입깊이의 저감효 과는 없었으며 보강섬유가 표면관입깊이에 주는 영향은 작은 것으로 판단된다.
Fig. 8은 반구형과 평탄형 비상체의 충돌에 의한 배면의 파 괴깊이를 시험체 두께에 대한 비율로 나타낸 것이다. 두께 50 mm의 NC의 경우, 반구형 비상체에
의한 표면관입깊이 비가 평탄형에 비해 크게 나타났다. HSFRC1.0의 경우에도 반구형 비상체에 의한 표면관입깊이가 평탄형에 비해 크게 나타났지 만
그 차이는 NC에 비해 크게 나타났다. 이는 평탄형 비상체 의 경우 면충격에 의한 충격력의 분산으로 인해 섬유보강의 영향이 반구형에서 보다 확대되었기
때문인 것으로 사료된 다. 두께 60 mm에서 NC의 경우에도 두께 50 mm와 유사한 경 향이 나타났지만 파괴깊이 비 값은 두께 50 mm에 비해
작게 나타났다. HSFRC1.0의 경우에는 보강섬유에 의해 배면박리 억제 효과가 크게 상승하면서 배면박리가 발생하지 않았다.
Fig. 9에 반구형과 평탄형 비상체에 의한 표면 및 배면의 파 괴직경을 나타내었다. 표면파괴 직경의 경우, 선단면적이 작 은 반구형 비상체의 충돌을 받은 시험체가
선단면적이 큰 평 탄형 비상체 보다 작게 나타났다. 또한 HSFRC1.0 시험체가 NC시험체에 비해 파괴직경이 작은 것을 확인할 수 있었다.
배면박리직경의 경우, 평탄형에 비해 반구형 비상체의 충 돌을 받을 때 더 크게 나타났으며 배면에서도 섬유보강 콘크 리트가 일반콘크리트에 비해 파괴직경이
작은 것을 확인했 다. 평탄형 비상체의 경우 충격면적이 크기 때문에 관입깊이 가 작고, 배면으로 전달되는 충격력이 분산되어 배면박리 직 경이 반구형에
비해 작게 되는 것으로 판단된다. 한편, 반구형 의 경우 비상체의 초기 충격면적이 작아 충격력이 집중되기 때문에 표면관입깊이가 깊어짐으로써 배면박리가
발생할 확 률이 높아져 배면박리 직경 또한 평탄형에 비해 크게 발생하 는 것으로 사료된다.
강섬유 보강 콘크리트는 일반 콘크리트에 비해 휨· 인장성 능이 향상되었기 때문에 표면 및 배면의 파괴직경이 작고, 배 면박리가 발생할 가능성도 낮은
것으로 나타났다. 또한, 두께 증가에 의한 배면박리 직경의 증가는 배면박리가 발생하는 충돌조건에서 두께가 증가하면서 배면으로 전달되는 충격응 응력파의
전달 반경이 넓어졌기 때문으로 사료된다.
3.2. 비상체 충돌에 의한 배면변형특성
Fig. 10은 비상체 충돌에 의한 두께 50 mm 콘크리트 패널의 배면변형이력을 나타낸 것이다. 비상체의 충돌과 함께 시험 체 표면(충돌부)의 게이지는 파단되었으며,
충돌 시작 시점을 1 ms로 설정하였다.
Fig. 10
Rear face strain curve of NC
콘크리트는 비상체의 충돌에 의해 표면으로부터 압축응력 파가 발생하여 배면으로 전달되고, 이 압축응력파는 배면의 자유단에서 인장 응력파로 전환된다.
따라서, 배면에 부착된 게이지에서는 충돌 초기에 압축변형이 발생하고, 시간이 경 과함에 따라 인장변형으로 전환되었으며, 인장응력이 콘크리 트의 동적인장강도를
초과하는 경우에는 콘크리트의 균열 및 파괴와 함께 게이지가 파단되었다.
반구형비상체의 충돌을 받은 경우, 중심으로부터 S3(95 mm) 에 이르는 영역까지 높은 인장변형에 의해 게이지가 파단되 는 것을 확인할 수 있었으며
그 이후 범위에서는 인장변형이 거의 발생하지 않았다.
평탄형비상체의 충돌을 받은 경우에도 시험체 배면 중심부 인 S2(50 mm)영역까지 파괴에 의해 게이지가 파단되었고, 반 구형과 달리 중심부에서 240
mm 떨어진 S6영역에서 균열에 의해 게이지가 파단되는 것을 확인할 수 있었다.
Fig. 11은 시험체 두께 60 mm에서 배면의 시간-변형 이력 곡선의 인장변형 피크값을 센서의 위치에 따라 나타낸 것이 다. 반구형 비상체의 경우, 배면 중심으로부터
S3(95 mm)에 이르는 영역에서 콘크리트의 균열과 파괴에 의해 게이지가 파단되었으며 이후 S7(285 mm)영역까지는 피크인장변형이 급격하게 저하하는
것을 확인하였다.
Fig. 11
Peak tensile strain by distance from center of rear face
평탄형 비상체의 경우 S3, S4(95, 145 mm)에서는 반구형에 비해 인장변형이 작았으나, S5~S7(190~285)의 범위에서는 인장변형이
더 크게 되었다.
반구형의 경우에는 점충격에 의해 충격응력이 집중되면서 평탄형에 비해 배면중심부에서 발생하는 인장변형이 크고, 평탄형의 경우에는 면충격에 의해 시험체
가장자리까지 충격 응력이 분산되면서 반구형에 비해 피크인장변형이 큰 부분이 발생하는 것으로 사료된다.
섬유보강 콘크리트의 경우에도 일반콘크리트와 유사한 경 향을 나타내었으나 피크변형 값의 크기는 전체적으로 감소하 는 경향을 보였다. 이는 보강섬유에
의한 충격력의 흡수 및 분 산에 의한 영향으로 판단된다.
4. 결 론
반구형과 평탄형 비상체의 충돌을 받는 콘크리트의 파괴특 성을 평가한 결과 다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.
-
1) 선단형상계수가 큰 반구형 비상체가 충격을 가하게 되면 표면파괴 직경이 작고 충격력이 집중되어 관입깊이는 깊 다. 반면, 선단형상계수가 작은 평탄형
비상체가 충격을 가하게 되면 충돌영역이 넓어 표면파괴 직경은 크지만 표 면관입깊이가 작다.
-
2) 반구형과 평탄형 비상체의 충돌에 의한 표면파괴 특성과 충격변형거동은 섬유보강 콘크리트에서도 유사하게 나타 났다. 그러나 섬유보강에 의해 배면의 인장변형이
크게 감 소하였으며 배면박리 억제효과를 명확하게 확인하였다.
-
3) 비상체 선단형상에 따른 표면관입의 형태는 배면으로 전 달되는 충격응력과 직접적인 연관이 있는 것으로 사료된 다. 따라서 비상체 충돌에 의한 배면박리
한계두께를 예측 하기 위해서는 선단형상에 따른 표면관입깊이와 함께 배면 의 변형거동에 대해서도 고려할 필요가 있다고 판단된다.
감사의 글
본 연구는 국토교통부 건설기술연구사업(방호․방폭용 고 성능 섬유보강 시멘트 복합재료 및 성능평가 기술 개발)의 연 구비 지원에 의해 수행되었습니다.
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